水下應(yīng)急封井裝置深海測試穩(wěn)定性分析

郭新軍，趙維青，杜 威，張 崇，同武軍，張 珂

(1.中海油能源發(fā)展股份有限公司 工程技術(shù)深水鉆采技術(shù)公司，廣東 深圳 518067；2.中海石油(中國)有限公司 湛江分公司 ，廣東 湛江 524057；3. 中國石油大學(xué)( 北京) 安全與海洋工程學(xué)院，北京 102249)

水下應(yīng)急封井裝置是在井噴事故中與水下井口或下部防噴器組連接，用來臨時(shí)封閉事故井眼或轉(zhuǎn)噴分流侵入流體的一種重大海洋石油應(yīng)急裝備，具備關(guān)井、分流、壓井、化學(xué)藥劑注入和圈閉氣體釋放等功能[1-5]。我國在2019年成功試制出第1套3 000 m水深、105 MPa(15 000 psi)等級(jí)水下應(yīng)急封井裝置[6]。該裝置在南海海域使用深水半潛式鉆井平臺(tái)進(jìn)行組合、測試、轉(zhuǎn)運(yùn)，使用鉆桿下放的穩(wěn)定性是海試過程中必須要解決的關(guān)鍵問題。2016年，袁沖[7]建立了鉆井立管安裝法的采油樹下放過程的力學(xué)分析模型，通過Orcaflex進(jìn)行了在不同水深下鉆井立管以及采油樹安裝的力學(xué)分析、動(dòng)態(tài)分析、參數(shù)敏感性分析及正交試驗(yàn)分析。2017年，脫浩虎等[8]采用Orcaflex軟件建立了1 500 m水深時(shí)采油樹下放安裝過程的數(shù)值模型，研究了海流、波浪等海況因素對(duì)鉆桿的偏移和受力的影響。2018 年，王瑩瑩等[9]通過Orcaflex軟件模擬水下管匯在1 500 m水深安裝過程中鉆桿的受力情況，得出鉆桿頂端部分處于最危險(xiǎn)位置。2019年，顧純巍等[10]利用Orcaflex軟件進(jìn)行了3 000 m水深環(huán)境下使用工程船的絞車?yán)|繩進(jìn)行水下應(yīng)急封井裝置入水過程模擬仿真，研究了不同因素對(duì)絞車?yán)|繩最大受力和裝置運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響。截至目前，國外水下應(yīng)急封井裝置部署方案均采用工程船吊機(jī)下放方式，尚未有使用半潛式鉆鉆井平臺(tái)部署案例[11-14]。

綜上所述，對(duì)于使用半潛式鉆井平臺(tái)進(jìn)行水下應(yīng)急封井裝置的組合測試及下放穩(wěn)定性問題國內(nèi)外尚未開展研究。鑒于此，本文通過對(duì)該裝置在半潛式鉆井平臺(tái)組裝、運(yùn)移及使用鉆桿下放過程進(jìn)行分析和模擬，研究了在甲板組合及運(yùn)移過程中穩(wěn)定性，使用鉆桿下放過程中不同因素對(duì)裝置穩(wěn)定性的影響，并使用Orcaflex模擬得到了使用鉆桿下放的作業(yè)窗口。研究結(jié)果可為水下應(yīng)急封井裝置在半潛式鉆井平臺(tái)安全、高效部署提供指導(dǎo)。

1 水下應(yīng)急封井裝置組成及基本原理

1.1 水下應(yīng)急封井裝置組成

我國自主研發(fā)的水下應(yīng)急封井裝置[15]主要部件包括用于鉆桿下入的液壓連接器、由盲板和剪切閘板組成的水下雙閘板防噴器(15 000 psi)、4套水下雙聯(lián)閘閥(15 000 psi)、4套水下節(jié)流閥(15 000 psi)、管匯連接器以及可與水下井口實(shí)現(xiàn)連接的液壓連接器，還包括數(shù)據(jù)聲納監(jiān)測系統(tǒng)、3套R(shí)OV操作面板、下放工具、整機(jī)框架與管路等輔助設(shè)備，總質(zhì)量130 t，外形尺寸4 000 mm×4 980 mm×8 352 mm。如圖1所示。

圖1 國產(chǎn)水下應(yīng)急封井裝置

1.2 水下應(yīng)急封井裝置基本液壓原理

水下應(yīng)急封井裝置ROV操作面板對(duì)應(yīng)不同液壓功能(如圖2)。在水下，ROV將不同功能的液壓插入頭插入操作面板對(duì)應(yīng)功能插口，通過施加相應(yīng)液壓力可進(jìn)行液壓連接器的鎖緊與解鎖、防噴器的開關(guān)。也可使用ROV專用扭力工具進(jìn)行水下閘閥、節(jié)流閥的開啟和關(guān)閉。

圖2 水下應(yīng)急封井裝置液壓原理

2 布放方式及影響因素

2.1 布放方式

與使用工程船吊車鋼絲繩將水下應(yīng)急封井裝置整體布放不同，使用鉆井平臺(tái)進(jìn)行布放主要過程包括：①將水下應(yīng)急封井裝置部件由PSV(Platform Supply Vessel)運(yùn)送至鉆井平臺(tái)；②在平臺(tái)甲板進(jìn)行組裝和測試；③將鉆桿送入工具及上部液壓連接器在月池采油樹叉車與鉆臺(tái)鉆具連接；④將水下應(yīng)急封井裝置通過采油樹叉車轉(zhuǎn)運(yùn)至轉(zhuǎn)盤下方并與上部液壓連接器連接；⑤通過鉆桿下放至目標(biāo)井口并與水下井口連接。

2.2 主要影響因素

2.2.1 場地因素

影響水下應(yīng)急封井裝置在鉆井平臺(tái)布放的場地因素主要有：①具備承載能力的甲板面積；②組裝區(qū)域位置、面積及承載能力；③采油樹吊車性能、吊高及移動(dòng)范圍；④采油樹叉車性能及月池空間尺寸等。

2.2.2 環(huán)境因素

水下應(yīng)急封井裝置其本身具有頭重腳輕、有效受風(fēng)面積大等特點(diǎn)，在海洋環(huán)境下，鉆井平臺(tái)會(huì)受到風(fēng)、浪、流等環(huán)境因素的影響而產(chǎn)生搖擺及升沉現(xiàn)象，水下應(yīng)急封井裝置在甲板組裝過程中可能會(huì)發(fā)生傾覆；在將水下應(yīng)急封井裝置由組裝區(qū)域轉(zhuǎn)運(yùn)至采油樹叉車過程中受平臺(tái)搖擺作用會(huì)發(fā)生晃動(dòng)而難以穩(wěn)定；在叉車運(yùn)移過程中，在叉車移動(dòng)加速度和平臺(tái)搖擺共同作用下極易發(fā)生傾覆。在使用鉆桿下放水下應(yīng)急封井裝置通過浪濺區(qū)過程中，洋流作用會(huì)使水下應(yīng)急封井裝置發(fā)生橫向位移，對(duì)鉆桿產(chǎn)生彎曲應(yīng)力。

以上因素中，水下應(yīng)急封井裝置在平臺(tái)組裝穩(wěn)定性、在采油樹叉車上移動(dòng)穩(wěn)定性進(jìn)行分析以及鉆桿下放應(yīng)急封井裝置作業(yè)窗口對(duì)安全部署水下應(yīng)急封井裝置至關(guān)重要，需要進(jìn)行相關(guān)力學(xué)分析。

3 穩(wěn)定性分析

3.1 關(guān)鍵參數(shù)

水下應(yīng)急封井裝置主體質(zhì)量130 t；甲板上重心高度4 040 mm；叉車上重心高度4 240 mm甲板組裝底座尺寸：7 620 mm×6 500 mm；采油樹叉車底座尺寸：4 650 mm×5 000 mm。

重力加速度g為9.8 m/s2，空氣密度為0.001 3 t/m3，運(yùn)動(dòng)粘度系數(shù)為15×10-6m3/s。海水密度為1.025 t/m3，運(yùn)動(dòng)粘度系數(shù)為1.35×10-6m3/s。

3.2 組裝穩(wěn)定性分析

水下應(yīng)急封井裝置在甲板組裝及運(yùn)移過程中，會(huì)隨平臺(tái)橫縱搖擺而產(chǎn)生重心偏移(如圖3)，需要模擬海況對(duì)封井裝置運(yùn)移穩(wěn)定性的影響進(jìn)行有限元分析。

水平風(fēng)壓表達(dá)式為：

Wp=0.5×ro×v2=0.001 3×0.5×102

=0.065 kN/m2

(1)

式中：Wp為水平風(fēng)壓，kN/m2；ro為空氣密度，t/m3，取0.001 3；v為風(fēng)速，m/s，取10。

風(fēng)載荷表達(dá)式為：

Fw=Wp×S=0.065×50=3.25 kN

(2)

式中：Fw為風(fēng)載荷，kN；S為迎風(fēng)面積，m2，取50。

根據(jù)DNVGL-ST-E273[16]要求，考慮平臺(tái)上下浮動(dòng)對(duì)重力的影響因子，最小重力FVMin表達(dá)為：

FVMin=0.7×WMG×g=891.8 kN

(3)

式中：WMG(Maximum Gross Weight)為最大總質(zhì)量，t，取130。

得到防止傾覆的條件表達(dá)式為：

(4)

式中：α為在極限作業(yè)條件下平臺(tái)的傾斜角，α=2°；L為甲板底座較短邊長度，L=6 500 mm；H為水下應(yīng)急封井裝置在甲板時(shí)重心高度，H=4 040 mm。

將數(shù)據(jù)帶入公式(4)得：

891.8 ×cos 2°×3 250>3.25×4040

計(jì)算得到：

2 896 584.40>13 130

該關(guān)系式成立，滿足要求，因此，裝置在甲板不會(huì)發(fā)生傾覆。

圖3 水下應(yīng)急封井裝置坐放在甲板上的受力分析

3.3 采油樹叉車運(yùn)移穩(wěn)定性

在使用采油樹叉車將水下應(yīng)急封井裝置轉(zhuǎn)運(yùn)至月池中央的過程中，其受力分析如圖4所示。

運(yùn)輸加速度產(chǎn)生的水平慣性力FH表達(dá)式為：

FH=WMG×a=130×0.666=86.58 kN

(5)

式中：a為最大加速度，m/s2，a=0.666 m/s2。

根據(jù)圖4，防止傾覆的條件表達(dá)式為

(6)

式中：L′為采油樹叉車底座較短邊長度，L′=4 650 mm；F3為樁的支撐力，kN，F(xiàn)3=318.5；h為叉車四樁高度，mm，h=95；H′為水下應(yīng)急封井裝置在采油樹叉車底座上重心高度，H′=4 240 m。

圖4 應(yīng)急封井裝置運(yùn)往月池過程中的受力分析

將數(shù)據(jù)帶入公式(6)得：

891.8× cos2°×2 325+4×318.5×95>

3.25×4 240+86.58×cos2°×4 240

計(jì)算得到：

2193 201.9>380 655.6

該關(guān)系式成立，因此，裝置不會(huì)發(fā)生傾覆。

3.4 鉆桿下放穩(wěn)定性分析

水下應(yīng)急封井裝置在下放安裝過程中一般經(jīng)歷入水、飛濺區(qū)、深水區(qū)以及接近井口4個(gè)階段[10]。在入水階段和飛濺區(qū)階段波浪作用對(duì)裝置整體偏移影響最大，故對(duì)入水過程中水下應(yīng)急封井裝置的偏移進(jìn)行仿真研究。通過OrcaFlex軟件建立鉆井平臺(tái)-鉆桿-水下應(yīng)急封井裝置多體下放系統(tǒng)仿真模型，研究水下應(yīng)急封井裝置在使用鉆桿下放過程中橫向位移以及傾斜角度的變化情況，模擬分析風(fēng)速、流速、浪高以及海浪方向等影響因素對(duì)水下應(yīng)急封井裝置下放安裝過程中的影響。

1) 風(fēng)速。

風(fēng)載荷主要作用于鉆井平臺(tái)，通過波浪與鉆桿之間的耦合作用，間接影響水下應(yīng)急封井裝置的偏移量和傾斜角度，不同風(fēng)速對(duì)水下應(yīng)急封井裝置在x、y方向影響較小。

2) 流速。

在飛濺區(qū)時(shí)，水下應(yīng)急封井裝置偏移量以及傾斜角受海流流速影響最大，模擬得到在百年一遇的海況下最大偏移量值為17.6 m，最大傾斜角值為16.7°。

3) 浪高。

隨著波浪的增大，水下應(yīng)急封井裝置經(jīng)飛濺區(qū)時(shí)的偏移量以及傾斜角變化較大，模擬得到在百年一遇的浪高下最大偏移為13.2 m最大傾斜角為20.1°。

4) 海浪方向。

在飛濺區(qū)時(shí)，水下應(yīng)急封井裝置的偏移量以及傾斜角受海浪方向影響較大，模擬測得最大傾斜角12.8°，最大偏移量12.0 m。

通過對(duì)不同波浪方向角下的鉆桿下放作業(yè)窗口進(jìn)行安全區(qū)域的交集組合，得到水下應(yīng)急封井裝置鉆桿下放作業(yè)窗口(如圖5)。當(dāng)浪高在[0 m，4.4 m]，流速為[0 m/s，0.95 m/s]的封閉區(qū)域(安全作業(yè)區(qū)域)內(nèi)，適合于1 448 m水深水下應(yīng)急封井裝置鉆桿下放安裝作業(yè)。在浪高不高于3 m，流速不高于0.58 m/s的海況下，下放作業(yè)具有最優(yōu)窗口區(qū)。

圖5 水下應(yīng)急封井裝置鉆桿下放作業(yè)窗口

4 結(jié)論

1) 通過在南海1 448 m深水海域使用A平臺(tái)進(jìn)行國產(chǎn)水下應(yīng)急封井裝置的組裝、甲板測試、轉(zhuǎn)運(yùn)及水下測試等試驗(yàn)，進(jìn)一步驗(yàn)證了水下應(yīng)急封井裝置通過半潛式鉆井平臺(tái)在深水環(huán)境下進(jìn)行部署的可行性。

2) 該套水下應(yīng)急封井裝置可以在A平臺(tái)進(jìn)行深水環(huán)境下應(yīng)急布放。

3) 該套水下應(yīng)急封井裝置在半潛式鉆井平臺(tái)甲板組裝，以及在采油樹叉車運(yùn)移過程中穩(wěn)定性滿足要求。

4) 在使用鉆桿下放水下應(yīng)急封井裝置入水過程中，在浪高不高于3 m，流速不高于0.58 m/s的海況下，下放作業(yè)具有最優(yōu)作業(yè)窗口。